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        組合減隔震裝置在非對(duì)稱獨(dú)塔斜拉橋抗震設(shè)計(jì)中的應(yīng)用

        2022-02-07 03:57:06王克勤季日臣夏修身張紅濤
        鐵道建筑 2022年12期

        王克勤 季日臣 夏修身 張紅濤

        1.蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,蘭州 730070;2.中鐵十二局第四工程有限公司,西安 710021

        獨(dú)塔斜拉橋常采用索塔、主梁、橋墩固結(jié)體系[1]。該體系結(jié)構(gòu)整體剛度較大,自振周期小,但是結(jié)構(gòu)受地震力的影響較大[2]。強(qiáng)烈的地震效應(yīng)會(huì)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)造成不可恢復(fù)的危害,降低結(jié)構(gòu)安全性。與漂浮體系相比,固結(jié)體系在減小位移的同時(shí)會(huì)增加結(jié)構(gòu)剛度[3],這對(duì)橋梁整體抗震性能非常不利。因此,對(duì)固結(jié)體系獨(dú)塔斜拉橋進(jìn)行地震響應(yīng)分析具有重要的意義。

        減隔震體系因其良好的減震效果,廣泛應(yīng)用于橋梁抗震,很多學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了研究。范立礎(chǔ)等[4]系統(tǒng)地說明了減隔震的概念與方法,論述橋梁抗震設(shè)計(jì)原理以及各種橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下線性和非線性反應(yīng)的分析和計(jì)算方法;丁潔民等[5]提出一種基礎(chǔ)隔震與上部結(jié)構(gòu)減震混合應(yīng)用的減隔震組合技術(shù),并且分析了減隔震組合技術(shù)的減震效率及結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下的抗震性能;范效貴等[6]對(duì)比了鉛芯橡膠支座與黏滯阻尼器的力學(xué)性能及應(yīng)用情況,分析這兩種減隔震裝置的優(yōu)劣;阮懷圣等[7]探討了強(qiáng)震區(qū)梁式橋減隔震支座的合理設(shè)計(jì)問題,根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)歸納總結(jié)了鉛芯橡膠和摩擦擺兩種減隔震支座動(dòng)力參數(shù)的一般設(shè)計(jì)方法及流程;賈毅等[8]基于非線性時(shí)程分析法研究采用摩擦擺支座和黏滯阻尼器的減隔震混合裝置對(duì)大跨度斜拉橋抗震性能的影響,并通過參數(shù)分析確定了較為合理的減隔震裝置參數(shù)。非對(duì)稱獨(dú)塔斜拉橋橫橋向須采用固結(jié)約束,但結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生較大的地震響應(yīng),不利于結(jié)構(gòu)的安全性[9]。

        以往對(duì)于非對(duì)稱獨(dú)塔斜拉橋的橫橋向抗震問題研究較少,本文以太城溪特大橋?yàn)楣こ瘫尘?,通過有限元模型選擇適用于該橋的減隔震支座,為此類橋梁抗震設(shè)計(jì)中組合減隔震裝置的應(yīng)用提供參考。

        1 工程背景及有限元模擬

        1.1 工程概況

        新建福廈鐵路太城溪特大橋?yàn)轭A(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋,橋跨布置為(94.8+125)m,結(jié)構(gòu)體系為橋墩、索塔、主梁固結(jié)約束體系。截面形式為單箱雙室,兩邊腹板為直腹板,梁高在1#、3#過渡墩處為5.3 m,2#中墩處為8.6 m,過渡墩支座中心線至梁端0.75 m。塔柱高度為60 m,采用矩形實(shí)體截面,全橋共設(shè)11 對(duì)斜拉索,梁上間距為5.5、8.0 m,塔端間距為1.4 m。箱梁、主梁、過渡墩均采用C55混凝土,樁基礎(chǔ)采用C45混凝土。主墩樁基礎(chǔ)采用17?2.5 m鉆孔灌注樁,梅花式布置,過渡墩樁基礎(chǔ)采用12?1.5 m鉆孔灌注樁。主橋整體和支承體系布置見圖1。

        圖1 主橋整體和支承體系布置

        1.2 地震波選取

        該橋址場(chǎng)地類別為Ⅱ類,特征周期0.45 s,地震動(dòng)峰值加速度0.1g,抗震設(shè)防烈度為7 度。本橋共選取了5 組地震波進(jìn)行地震響應(yīng)分析,依次為1952 年的Taft_t 波和Taft_h 波;1940 年的Elcent_h 波;1971 年的Sanfer_t 波和Sanfern2 波。選取的5 組地震波與橋址場(chǎng)地的特征周期接近,橫向峰值加速度通過調(diào)整系數(shù)換算后進(jìn)行輸入[10]。Taft_t 地震波加速度-時(shí)程曲線見圖2。

        圖2 Taft_t地震波加速度時(shí)程曲線

        1.3 有限元模型

        采用MIDAS/Civil 建立有限元建型(圖3),模型中共劃分了876個(gè)節(jié)點(diǎn),820個(gè)單元。主梁、索塔、橋墩采用梁?jiǎn)卧M,斜拉索采用桁架單元模擬。建模中考慮樁土效應(yīng),采用m 法求出模型中需要的等代彈簧剛度。1#、3#過渡墩處支座按照三種情況考慮:①球型鋼支座;②鉛芯橡膠支座;③組合減隔震裝置(鉛芯橡膠支座+黏滯阻尼器)。其中常規(guī)球型鋼支座采用一般支承邊界來模擬。組合減隔震裝置中黏滯阻尼器與鉛芯橡膠支座的基本參數(shù)分別為:黏滯阻尼器的阻尼系數(shù)C為4 000 kN/(m·s-1)0.3,阻尼指數(shù)α為0.3;鉛芯橡膠支座的屈服強(qiáng)度Fy為486 kN,彈性剛度k為18 400 kN/m,屈服后剛度與彈性剛度之比為0.157。

        圖3 有限元模型

        2 減隔震裝置恢復(fù)力模型

        2.1 鉛芯橡膠支座

        鉛芯橡膠支座(Lead Rubber Bearing,LRB)主要由鉛芯與疊層橡膠組成,通過支座的滯后阻尼變形延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的周期。與常規(guī)支座相比,鉛芯橡膠支座能夠在結(jié)構(gòu)遭遇強(qiáng)震作用時(shí)吸收地震產(chǎn)生的能量且減小地震響應(yīng)。LRB 支座理論恢復(fù)力模型與實(shí)際恢復(fù)力滯回模型見圖4。

        圖4 LRB支座理論恢復(fù)力模型與實(shí)際恢復(fù)力滯回模型

        理論模型中等效剛度Keff和等效阻尼比ξeff分別為

        式中:Δy、Dd、Qd、Kd分別為鉛芯橡膠支座的屈服位移、水平設(shè)計(jì)位移、特征強(qiáng)度、屈服后剛度;Fd為Dd對(duì)應(yīng)的支座強(qiáng)度。

        2.2 黏滯阻尼器

        黏滯阻尼器(Fluid Viscous Damper,F(xiàn)VD)主要由活塞、缸體、端蓋、阻尼介質(zhì)和連接體組成[11]。作為一種速度相關(guān)型的耗能裝置,該阻尼器不僅具有很好的橫向限位作用,而且不會(huì)增加結(jié)構(gòu)剛度。黏滯阻尼器采用Maxwell 模型模擬,并由阻尼系數(shù)與阻尼指數(shù)確定該模型。FVD 理論恢復(fù)力模型和實(shí)際恢復(fù)力滯回模型見圖5。

        圖5 FVD理論恢復(fù)力模型和實(shí)際恢復(fù)力滯回模型

        JT/ T 926—2014《橋梁用黏滯流體阻尼器》中規(guī)定,黏滯阻尼器理論阻尼力Fth與運(yùn)動(dòng)速度v的關(guān)系式為

        有限元計(jì)算式中考慮了參考速度v0對(duì)阻尼力的影響,因此在式(3)的基礎(chǔ)上增設(shè)了v0。為使有限元計(jì)算式與式(3)一致,v0取1。

        3 非線性時(shí)程分析

        3.1 自振特性

        建模時(shí)對(duì)三種工況模型均進(jìn)行了樁土模擬,并采用多重Ritz 向量法對(duì)比分析三種工況模型的自振特性,見表1??芍?,與球型鋼支座相比,采用組合減隔震裝置能夠減小結(jié)構(gòu)橫橋向剛度與自振頻率,增加結(jié)構(gòu)的塑性;與鉛芯橡膠支座相比,組合減隔震裝置中的黏滯阻尼器僅發(fā)揮橫向限位作用,幾乎不影響結(jié)構(gòu)原有的動(dòng)力特性。

        表1 自振頻率對(duì)比

        3.2 三種工況非線性時(shí)程結(jié)果

        為研究適用于該橋橫向抗震的支座體系,分別模擬在不同地震波下常規(guī)球型鋼支座、鉛芯橡膠支座、組合減隔震裝置,得到過渡墩的橫向位移、橫向彎矩和橫向剪力。三種工況非線性時(shí)程結(jié)果對(duì)比見圖6??芍?/p>

        圖6 三種工況非線性時(shí)程結(jié)果對(duì)比

        1)與常規(guī)球型鋼支座相比,鉛芯橡膠支座能夠降低結(jié)構(gòu)內(nèi)力,1#墩墩底橫向彎矩減小38%~47%,橫向剪力減小14%~34%;3#墩墩底橫向彎矩減小39%~52%,橫向剪力減小16%~40%,這說明鉛芯橡膠支座的橫向抗震效果優(yōu)于常規(guī)球型鋼支座。

        2)鉛芯橡膠支座在降低結(jié)構(gòu)剛度的同時(shí),增加了梁端橫向位移,1#墩梁端橫向位移增加31%~72%;3#墩梁端橫向位移增加41%~79%。這表明鉛芯橡膠支座依靠自身變形消耗地震能量,但橫向位移的急劇增加不符合該非對(duì)稱獨(dú)塔斜拉橋的設(shè)計(jì)要求。

        3)組合減隔震裝置在過渡墩橫橋向發(fā)揮作用后,1#墩墩底橫向彎矩減小39%~47%,橫向剪力減小16%~35%;3#墩墩底橫向彎矩減小36%~58%,橫向剪力減小19%~45%。與單獨(dú)采用鉛芯橡膠支座相比,二者過渡墩墩底橫向內(nèi)力減小程度接近,1#墩梁端橫向位移減少30%~47%;3#墩梁端橫向位移減少33%~48%。這說明組合減隔震裝置在減小墩底彎矩的同時(shí)橫向位移得到了有效限制。另外,黏滯阻尼器只給予結(jié)構(gòu)附加阻尼,在不增加結(jié)構(gòu)剛度的前提下,具有很好的橫向限位作用。

        2#墩墩底橫向彎矩對(duì)比見表2??芍号c球型鋼支座相比,組合減隔震裝置起到了減小墩底彎矩的作用,但效果并不明顯;與鉛芯橡膠支座相比,組合減隔震裝置會(huì)略微增大墩底彎矩,這是因?yàn)轲枘崞鞯淖枘崃Ψ醋饔糜?#墩,導(dǎo)致墩底橫向彎矩的增加。

        表2 2#墩墩底橫向彎矩對(duì)比 MN·m

        3.3 黏滯阻尼器參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響

        選取阻尼系數(shù)C分別為1 000、2 000、4 000、6 000、8 000 kN/(m·s-1)α;阻尼指數(shù)α分別為0.1、0.3、0.5、0.8、1.0 的黏滯阻尼器,研究基本參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響,從而選擇效果最佳的減隔震裝置。1#、3#墩時(shí)程結(jié)果相同,因此選擇2#、3#墩進(jìn)行分析,見圖7。

        圖7 不同黏滯阻尼器參數(shù)下非線性時(shí)程結(jié)果

        由圖7 可知:隨著阻尼系數(shù)的增加,3#墩墩底橫向彎矩、橫向剪力、梁端橫向位移呈遞減趨勢(shì),且遞減幅度逐漸減小;2#墩墩底橫向彎矩、橫向剪力呈遞增趨勢(shì),且遞增幅度逐漸減小。這說明阻尼系數(shù)的變化會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能造成較大的影響,這種影響會(huì)隨著阻尼系數(shù)的增加而減弱。隨著阻尼指數(shù)的增加,3#墩墩底橫向彎矩、橫向剪力、梁端橫向位移呈遞增趨勢(shì);2#墩墩底橫向彎矩在阻尼系數(shù)取值較小時(shí)呈遞減趨勢(shì),在阻尼系數(shù)取值較大時(shí)呈遞增趨勢(shì),橫向剪力變化規(guī)律與橫向彎矩近似。阻尼指數(shù)對(duì)于地震響應(yīng)的影響相比于阻尼系數(shù)是非常小的,當(dāng)阻尼系數(shù)取較大值時(shí),阻尼指數(shù)的影響可以忽略不計(jì)。

        從保證結(jié)構(gòu)安全性的角度出發(fā),最終選取FVD 阻尼系數(shù)為4 000 kN/(m·s-1)α,阻尼指數(shù)為0.3。該參數(shù)下3#墩梁端位移減小33%~48%,墩底彎矩減小36%~58%,剪力減小19%~45%;2#墩墩底彎矩減小1.7%~6.4%,剪力減小7%~9%。

        4 結(jié)論

        1)與球型鋼支座相比,組合減隔震裝置能夠避免結(jié)構(gòu)發(fā)生橫橋向剪切破壞,降低過渡墩的地震響應(yīng),提高該橋的抗震性能。

        2)與單獨(dú)采用鉛芯橡膠支座相比,組合減隔震裝置能夠減小梁端橫向位移,但會(huì)略微增加主墩受力。

        3)從保證結(jié)構(gòu)安全性的角度出發(fā),太城溪特大橋最終選取FVD阻尼系數(shù)為4 000 kN/(m·s-1)0.3。

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